适于微电网可控开关无缝切换的无源网络优化设计

侯灵犀， 徐　琳, 魏应冬， 姜齐荣, 丁理杰， 林瑞星

(1. 电力系统及发电设备控制和仿真国家重点实验室， 清华大学， 北京市 100084；2. 国网四川省电力公司电力科学研究院， 四川省成都市 610072)

0　引言

微电网具有并网和孤岛2种运行模式。正常情况下微电网与外部电网并网运行，其电压和频率与外部电网一致，二者共同为负荷供电[1]。当微电网内部出现故障或进行检修时，需主动与外部电网及负荷断开，待故障恢复后再重新连通[1]；当外部电网发生电压暂降等故障时，微电网则需由并网向孤岛模式切换并维持负荷正常工作[2]。由于通信、医疗及高端制造等大量敏感负荷对电能质量尤其是电压稳定性的要求日渐严格[3-5]，为保证负荷侧电压和频率的稳定，需要微电网在2种运行模式之间快速平滑过渡，即实现“无缝切换”[6]。此外，微电网中各类发电和用电设备产生的无功、负序、谐波电流，可能影响系统电压、频率稳定性，造成电能质量的恶化[7-9]。因此，综合治理微电网公共连接点的电能质量问题，也是微电网安全稳定运行的重要问题[10]。

微电网的可控开关连接在微电网与外部电网之间，正常工作时始终导通外部电网与微电网之间的电流。由于可控开关的响应时间决定了微电网并网与孤岛模式的切换速度，故其技术方案非常关键。采用绝缘栅双极型晶体管(IGBT)等全控型器件构成的可控开关响应速度很快，但开关通态损耗大、过载能力差且成本较高[11]，实际较少应用。而直接使用通态损耗小、过载能力强的双向晶闸管[12]，其自然关断时间最长达10 ms[13]，无法实现微电网无缝切换，不满足敏感负荷及大量电力电子设备的运行要求。为提高切换速度，文献[14-15]提出了晶闸管强迫换流的可控开关。这种方案利用并联于负载侧的电压源变流器，在系统电压故障期间控制负载侧电压，实现可控开关的强迫关断。但这种方式仅适用于负载侧不含分布式电源的应用场合，针对微电网可控开关实施强迫关断则存在潮流反转而关断失败的可能[13]。并且，该方案中的电压源变流器仅在电网电压故障期间对可控开关进行关断或进行不间断电源(UPS)[16]运行，在电网正常运行状态并无作用，使用效率很低。

文献[17-18]提出一种基于谐振型电子开关的并联型统一电能质量控制器(shunt-unified power quality controller，S-UPQC)，利用晶闸管触发导通构造并联谐振电路来关断开关，除可对敏感负荷动态电压恢复外，还能对线路中的无功功率、谐波和负序等潮流进行综合补偿。但其缺陷在于并联谐振开关所用电感、电容体积大，成本较高，限制了工程应用范围。

基于以上分析，本文提出了一种适于微电网可控开关的无缝切换方案。采用S-UPQC控制晶闸管微电网侧电压，同时在晶闸管开关与外部电网之间构造由电感、电容构成的无源网络，在外部电网电压暂降瞬间形成谐振电压，协助实现晶闸管的强迫关断。通过数学建模和数值计算确定了无源网络的优化设计方法。本方案在外部电网发生电压暂降时实现微电网与之无缝切换，确保敏感负荷可靠运行，同时有效实现微电网公共连接点的电能质量问题综合治理。建立了典型算例的PSCAD/EMTDC电磁暂态仿真验证该方法的有效性。

1　微电网开关强迫换流问题分析

如图1所示，微电网通过可控开关与外部电网相接于公共连接点PCC1，通过对可控开关导通和关断状态的控制，实现并网和孤岛模式之间的切换[2]。当可控开关采用双向晶闸管的强迫换流方式时，需以电压源变流器为基础的电力电子装置控制PCC2点即微电网侧电压。本文将S-UPQC并联接入公共连接点PCC2，为三相四线制系统，包括DC-AC变流器、储能单元、输出滤波器等。在电网正常时，由S-UPQC提供无功、负序、谐波等电流补偿；当电网电压暂降时，S-UPQC控制PCC2点电压强迫关断可控开关，同时可利用储能元件为微电网提供能量[17]。

图1　基于S-UPQC的微电网可控开关示意图Fig.1　Schematic diagram of microgrid controllable switch based on S-UPQC

若微电网可控开关采用双向晶闸管的常规强迫关断方案，其结构由双向晶闸管T1和串联小电抗L1构成，如附录A图A1所示。外部电网电压正常工作时T1导通，微电网与外部电网连通，记T1中流过的电流为i1。

当检测到电网电压u1跌落时停止T1触发信号，调节微电网侧电压u2使之满足：

(1)

式中：di1/dt为所需关断速度。

由于关断时间短，u1-u2基本不变，i1线性减小至零。对式(1)左右同时积分得：

-i1L1=(u1-u2)Δt

(2)

因此，T1强迫关断要求i1与L1两端电压的瞬时值符号相反。如果故障瞬间i1<0且u1>0(如附录A图A1箭头及电压极性所示)，则需u2

图2　负荷侧含分布式电源时双向晶闸管强迫关断失败仿真结果Fig.2　Simulation results for forced turn-off failure of bidirectional thyristor when there are distributed generators on the load side

2　基于无源网络的可控开关及其设计要求

针对现有微电网可控开关存在的问题，本文提出了基于无源网络的可控开关，结构如图3所示。

图3　基于无源网络的切换开关结构示意图Fig.3　Schematic diagram of the structure of switch based on passive network

这一开关由无源网络(包括电感L、电容C、连接小电感L1)及双向晶闸管T1组成。与强迫换流方案相比，仅增加了一组参数值较小的电感L和电容C，通过二者谐振，在电压跌落瞬间支撑节点N处电压，微电网侧不需发生较大幅度的电压下降即可实现T1强迫关断，解决了强迫换流方案面临的问题。

对于一个确定的系统，选择无源网络中的L和C参数时，为保证负载正常工作需满足以下假设。

假设1：L1很小，为系统阻抗标幺值的1%以内，电网正常工作时，T1和L1上的压降可忽略。

假设3：记零时刻发生电压跌落故障，最大电压跌落深度为a(百分数)，u10为0-时刻PCC1点电压，则故障期间u1(t)=(1-a)u10(t)。

假设4：定义LC网络开关切换时间为故障发生到T1中电流为零的时间，记为tS(通常不超过1 ms，但需满足T1通态电流临界变化率)，近似认为此期间L1两端电压恒定，即晶闸管内电流线性减小。

假设5：故障期间S-UPQC输出电流的瞬时值不超过设定的最大值，即|i2G(t)|≤I2G,max。同时，用I2G表示S-UPQC额定输出电流的幅值，定义装置过载率c=|I2G,max/I2G|×100%。

假设6：故障期间PCC2点电压满足敏感负载的要求，不低于同一时刻正常电压瞬时值的b(百分数)，即|u2(t)|≥b|u20(t)|，其中u20为正常情况下PCC2点电压。

以上假设中，b由敏感负荷的工作要求决定，c由S-UPQC的容量决定。假设1，2，5，6为可控开关中电感、电容参数应满足的要求。

3　无源网络的参数优化计算方法

按电网电压正常和故障2种情况分别计算系统中各电压、电流量关于L和C的表达式，据此求解出相同无源网络参数及故障下，造成微电网侧电压跌落深度最大的系统功率因数角，进而在这一功率因数下求解符合第2节中假设的参数范围。最后，在此范围内选择最小的参数，即为所需的最优解。

3.1　电网电压正常时

在这一阶段，由于S-UPQC的电流补偿作用，电网输出的电流近似为正弦波。由第2节中的假设1，忽略此时电感L1及晶闸管T1的压降，将S-UPQC及微电网侧简化为电流源，用i1(t)表示电网流经T1的电流，得到如图4(a)所示的电路。

根据图4(a)列写微分方程组求解uC和iS，有

(3)

图4　不同运行情况下的系统简化电路图Fig.4　Simplified system circuit diagrams under different operation circumstances

其中

uS(t)=UScos(ωt+φ)

(4)

i1(t)=I1cos(ωt)

(5)

解得：

(6)

(7)

式中：US为微电网实际监测到的PCC1点的电压幅值；I1为i1(t)的基波幅值；ω为电网电压角频率；φ表示uS(t)超前i1(t)的夹角。

从后文仿真算例可见，φ与负载实际的功率因数角非常接近，误差小于5%。考虑微电网实际潮流情况，按有功功率在大电网与微电网之间相互传输，无功功率仅由大电网流向微电网，得到φ的范围为(0,π)。在此范围内，电容C及S-UPQC共同补偿微电网输出的无功功率，S-UPQC可输出感性或容性无功功率，因此有

(8)

式中：SMG为微电网的额定视在容量；QS-UPQC为S-UPQC可输出的最大无功功率的绝对值。

将式(8)上下两式相加，得到S-UPQC额定电流幅值应满足：

(9)

由式(6)可见，正常情况下u2频率不发生突变。求解假设2的不等式，得到L应满足：

(10)

需要注意的是，由于实际系统中US可能存在一定的波动，应将其变化范围的上下限值分别代入式(6)进行求解，使得可控开关所选参数在其可能出现的变化范围内均满足敏感负荷的工作要求。

当电网正常运行时，S-UPQC补偿微电网及负荷产生的无功功率、谐波及负序电流，等效为电流源i2G。微电网端口电压主要由其中的分布式电压源决定，故将其等效为电压源uMG，等值线路电抗为LMG。得到简化电路如图4(b)所示。仅考虑基波正序分量，则i2G为无功电流，故设i2G=λI1sin(ωt+φ)(λ为S-UPQC补偿电流与系统额定电流的幅值之比，由S-UPQC容量决定，通常-1<λ<1)，相量图如附录A图A2所示，有

(11)

得到

(L1+LMG)I1ωsin(ωt)+

λLMGI1ωcos(ωt+φ)

(12)

由于LMG较小，λ变化时对上式的影响较小，故取λ=0近似计算。

3.2　电网故障情况下

在故障期间，同样用电压源uC表示节点N处电压。S-UPQC调节PCC2点电压，等效为电压源u2G及连接电抗L2G；微电网端口仍等效为电压源uMG和电抗LMG，得到简化电路图如图4(c)所示。

根据假设3，有

uS(t)=(1-a)UScos(ωt+φ)

(13)

根据假设4，有

(14)

将式(11)和式(12)及uC和iS的初值(即t=0时式(6)和式(7)的值)代入微分方程组式(3)，解得：

(15)

其中:

(16)

在晶闸管关断过程中，有

(17)

将式(14)和式(15)代入式(17)，得到：

(18)

将式(18)与式(6)相减，得到故障期间电压跌落如下：

(19)

(20)

于是Δu2(t)将在t=tS时达到最大。将Δu2(tS)对角φ求导并令导数为零，得到：

(21)

上式在(0,π)范围内的解是唯一的。

在微电网侧，有

(22)

易知iMG的初值为I1，将式(12)和式(18)代入式(22)，并对微电网侧电流线性化，得到微电网侧电流如式(23)所示。

(23)

根据基尔霍夫定律，对节点PCC2有i2G=i1-iMG,得到S-UPQC的输出电流如式(24)所示。

晶闸管关断但故障仍存在时，u2和i2G将逐渐恢复为正常时的电压、电流，幅值逐渐减小。故u2最大跌落深度、i2G最大幅值均在t=tS时达到，应将式(21)分别代入式(18)和式(24)计算。

(24)

3.3　无源网络参数的最优解

按式(9)计算S-UPQC的最小容量，代入式(8)得：

(25)

此外，按式(10)和式(20)求电感的取值范围有解，故

(26)

以上两式即可求得C的取值范围。这一范围内对应每一个C，均可按式(10)和式(20)求解L的取值范围。遍历以上范围内的参数L和C，依次代入式(18)、式(24)进行计算，选择满足假设5和6的最小参数即为最优解。如在当前S-UPQC容量下不存在满足条件的解，则增大S-UPQC容量，重复以上步骤，直至找到最优解。求解逻辑如附录A图A3所示。

在附录A表A1所示工况下的计算结果为L=0.921 mH，C=0.392 mH，S-UPQC容量为28 kVA。相比谐振型电子开关，同样容量及故障情况下，基于无源网络的可控开关显著减小了装置体积，降低了成本，提高了实用性。在这一工况下，T1关断过程中的电流变化率为0.091 A/μs，不超过常见晶闸管的使用要求，例如使用型号为BT137-600的晶闸管，临界通态电流变化率为0.2 A/μs[19]。

4　仿真验证

4.1　系统及故障描述

仿真中系统工况如附录A表A1所示，L=0.921 mH，C=0.392 mF。S-UPQC双向AC-DC变换器为三相四线制两电平全桥结构，直流母线电压为750 V，脉宽调制(PWM)开关频率为20 kHz，控制逻辑如附录A图A4所示。当电网电压正常时S-UPQC采用电流前馈控制对系统谐波、负序、无功电流进行补偿；电网电压跌落、晶闸管正在关断期间S-UPQC采用电压前馈控制调整PCC2点电压；微电网孤岛运行时S-UPQC采用电流前馈控制根据微电网需求提供电流补偿。图中i2G,k和u2G,k(k=A,B,C)分别为S-UPQC三相输出电流和电压，i2G,k,REC和u2G,k,REC为其对应的参考值，除以系数Ud/2是对逆变器线性放大环节进行的“归一化”处理。比例—积分(PI)控制器参数如附录A表A2所示。系统电压跌落采用两点法检测[20]。

4.2　故障恢复后切换开关的接通过程分析

如上所述，晶闸管开关关断后，S-UPQC切换为电流模式，根据微电网所需的电流幅值及相位(通常与故障前的外部电网提供的电流相同)进行电流补偿。当故障清除、电网电压恢复正常时，切换开关两端的PCC1和PCC2点电压幅值相近，相位可能存在差别。如果相位差别较大，由于PCC2点电压由微电网和S-UPQC共同影响，因此需控制微电网内分布式电源缓慢调整其输出电压的相位，S-UPQC仍按微电网内负荷的需求输出电流。

当切换开关两端的电压差峰值小于系统额定电压峰值的5%后，在S-UPQC输出电流过零时刻，接通切换开关中晶闸管的触发信号，同时将S-UPQC输出电流参考值调节至零，待系统稳定后再根据此时系统的电流情况进行补偿。

4.3　故障情况下微电网切换的仿真结果

电网单相电压跌落50%情况下，无源网络谐振情况如图5(a)所示。电网单相跌落99%、三相电压跌落80%、AB相间短路故障及故障恢复后开关重新接通的仿真结果如图5(b)至(e)所示，故障时长均为2 s。仿真中开关切换时间为0.7 ms左右，电压较为平稳，S-UPQC过载率小于200%，开关关断及重新接通过程较为平稳，可以保证负载以及S-UPQC长期稳定运行，验证了所提可控开关的可行性。

图5　系统故障及恢复期间的仿真结果Fig.5　Simulation results in different fault circumstances and fault recovery procedure

5　结语

本文提出了一种经济实用的方法，通过基于无源网络的微电网可控开关，在大电网电压波动期间，保持微电网侧电压稳定，并将其快速与电网断开，提高电能质量，减少经济损失。通过数学建模和数值计算确定了无源网络中电感和电容参数，通过典型算例的PSCAD/EMTDC仿真验证了基于无源网络的可控开关设计原理和控制策略的有效性。需要补充说明的是，受实验室目前仪器设备条件所限，无法很好地模拟微电网运行特性，暂时无法提供相关实验结果，在验证所提微电网可控开关方案应用于实际装置的可靠性方面存在一定的不足。因此，在未来的研究中，将继续这一方案的装置设计、安装及实验验证工作。

本文中实验方案的设计和仿真数据的记录工作得到了四川省电力公司科技项目(521997150019)的大力支持，在此表示衷心的感谢。

附录见本刊网络版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx)。

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侯灵犀(1994—)，女，博士研究生，主要研究方向：电力系统稳定与控制。E-mail： lx_hou@163.com

徐琳(1984—)，女，博士，高级工程师，主要研究方向：新能源并网控制与仿真、电能质量检测与评估分析。E-mail： 191861187@qq.com

魏应冬(1979—)，男，通信作者，博士，讲师，主要研究方向：柔性交流输配电系统建模与控制、电能质量分析与控制。E-mail： wyd@tsinghua.edu.cn